陳遠(yuǎn)大 張靖估 黃風(fēng)琴

摘要：在某發(fā)動(dòng)機(jī)的可靠性試驗(yàn)中，多次發(fā)生多臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣門(mén)及進(jìn)氣門(mén)彈簧斷裂以及閥座磨損等，并且氣門(mén)彈簧斷裂位置基本相同。建市了閥系零件的故障樹(shù)分析，從氣門(mén)落座速度、活塞氣門(mén)間最小距離、氣門(mén)溫度、氣門(mén)零件之間的同軸度誤差及問(wèn)隙、氣門(mén)彈簧的斷口、金相及硬度等進(jìn)行了分析，最終確認(rèn)：由于供應(yīng)商提供的氣門(mén)彈簧零件與設(shè)計(jì)需求有偏差，剛度非線性度不滿足設(shè)汁需求，導(dǎo)致氣門(mén)彈簧工作時(shí)振動(dòng)幅度較大，造成氣門(mén)彈簧早期疲勞斷裂。最后進(jìn)行了氣門(mén)彈簧剛度非線性度對(duì)氣門(mén)彈簧力的敏感度分析，重新設(shè)計(jì)了氣門(mén)彈簧，最終通過(guò)了發(fā)動(dòng)機(jī)各項(xiàng)可靠性試驗(yàn)。

關(guān)鍵詞：氣門(mén)彈簧;失效分析;故障樹(shù);剛度非線性度;閥系動(dòng)力學(xué);敏感度分析

1引言

在發(fā)動(dòng)機(jī)運(yùn)行的過(guò)程中，進(jìn)排氣門(mén)的上作環(huán)境非常惡劣：進(jìn)排氣門(mén)的頭部是燃燒室的一部分工作時(shí)承受很高的沖擊性交變動(dòng)載荷，當(dāng)氣門(mén)有跳動(dòng)以及氣門(mén)間隙變大時(shí)，沖擊交變載荷還將顯著增大，排氣門(mén)在工作中還受到高溫有腐蝕性廢氣的高速?zèng)_刷其工作條件更加惡劣^田。為了使氣門(mén)彈簧配合凸輪型線以及閥系零件的質(zhì)量合理高效的工作，氣門(mén)彈簧應(yīng)該具有合適的彈簧力、剛度及抗疲勞性能。為了避免共振，對(duì)彈簧的固有頻率有如下要求：對(duì)于線性氣門(mén)彈簧，彈簧的同有頻率應(yīng)大于凸輪軸轉(zhuǎn)速的10～12倍，對(duì)于非線性氣門(mén)彈簧，固有頻率應(yīng)大于凸輪軸轉(zhuǎn)速的8～lO倍。當(dāng)氣門(mén)彈簧的工作頻率與其自身振動(dòng)頻率相等或成某一倍數(shù)時(shí)，將會(huì)發(fā)牛共振。強(qiáng)烈的共振將破壞氣門(mén)的正常工作：氣門(mén)反跳、落座沖擊，并可使彈簧折斷。為了防止共振和顫振現(xiàn)象，氣門(mén)彈簧越來(lái)越多地選用非線性螺旋彈簧，即變剛度彈簧，能有效的防止氣門(mén)彈簧共振的發(fā)生生^[2]。

本文建立了閥系零件失效的故障樹(shù)，從氣門(mén)落座速度、活塞氣門(mén)間最小距離、氣門(mén)溫度、氣門(mén)零件之間的同軸度誤差及間隙、氣門(mén)及彈簧的斷口等進(jìn)行了分析，確認(rèn)了失效原因，重新進(jìn)行了氣門(mén)彈簧設(shè)計(jì)，并通過(guò)了可靠性試驗(yàn)。

2問(wèn)題的提出

2.1故障描述

在發(fā)動(dòng)機(jī)可靠性試驗(yàn)巾，進(jìn)行到300小時(shí)時(shí)發(fā)生，其中一臺(tái)發(fā)生在額定轉(zhuǎn)速全負(fù)荷工況，另外兩臺(tái)發(fā)生在圖1所示耐久性測(cè)試循環(huán)中。三個(gè)彈簧的失效模式基本相同，斷裂位置均在活動(dòng)圈與死圈連接的部位。

2.2故障樹(shù)分析

由于氣門(mén)彈簧斷裂故障伴隨氣門(mén)的斷裂及氣門(mén)座的塌陷等共同發(fā)生，因此以氣門(mén)為中心進(jìn)行閥系零件的故障樹(shù)分析。經(jīng)過(guò)統(tǒng)計(jì)分析，閥系零件故障主要發(fā)生的原因有三點(diǎn)：氣門(mén)頭部掉塊、氣門(mén)頭部與桿部網(wǎng)弧過(guò)渡處斷裂，氣門(mén)桿鎖夾槽部位失效^[3]。據(jù)此，展丌故障樹(shù)如圖3所示：

2.2.1斷口分析、金相組織及硬度排查

對(duì)失效的進(jìn)氣門(mén)彈簧進(jìn)行宏觀觀察，斷口附近的表面質(zhì)量良好，未發(fā)現(xiàn)明顯的劃傷、裂紋、麻坑等缺陷存在，兩彈簧端面無(wú)異常磨損。通過(guò)顯微鏡觀察斷口，如圖4可觀察到疲勞源及裂紋擴(kuò)展方向。

對(duì)斷裂進(jìn)氣門(mén)彈簧進(jìn)行金相組織分析，所檢零件為回火馬氏體，表面無(wú)脫碳且可見(jiàn)噴丸變形層（圖5）。斷口截面硬度分布如圖6所示，均滿足設(shè)計(jì)要求。

發(fā)動(dòng)機(jī)配氣機(jī)構(gòu)動(dòng)態(tài)特性的好壞對(duì)整機(jī)的可靠性有著很大的影響，其中氣門(mén)落座特性的影響尤其顯著，它直接關(guān)系到氣門(mén)機(jī)構(gòu)的可靠性、耐久性及工作的柔和性。氣門(mén)是配氣機(jī)構(gòu)以凸輪開(kāi)始的整個(gè)運(yùn)動(dòng)鏈中的末端零件，氣門(mén)的設(shè)計(jì)必須從整個(gè)配氣結(jié)構(gòu)來(lái)考慮，避免氣門(mén)落座時(shí)承受過(guò)大沖擊和振動(dòng)，岡為這些機(jī)械負(fù)荷是造成氣門(mén)及氣門(mén)座磨損的原因之一，但是氣門(mén)落座沖擊過(guò)小，又不利于碾碎氣門(mén)錐面的積碳，從而影響密封性能，因此氣門(mén)落座特性的考慮要綜合動(dòng)力性與動(dòng)態(tài)性能來(lái)綜合考慮。通常在設(shè)計(jì)過(guò)程中采用落座速度與落座力來(lái)對(duì)落座沖擊進(jìn)行評(píng)價(jià)。圖7為6500rpm落座速度及落座力。最大落座速度0.61m/s，，最大落座力約780N，小于6倍氣門(mén)彈簧預(yù)緊力，滿足設(shè)計(jì)要求。

2.2.3氣門(mén)與活塞間最小間隙排查

由于活塞頂部有撞擊痕跡，首先要排除是否是由于設(shè)計(jì)或者加工精度問(wèn)題造成氣門(mén)與活塞運(yùn)動(dòng)干涉，從而導(dǎo)致失效。從設(shè)計(jì)的角度檢查氣門(mén)與活塞問(wèn)的最小問(wèn)隙，考慮了凸輪型線、沖程、連桿長(zhǎng)度、上死點(diǎn)時(shí)關(guān)閉的氣門(mén)與活塞間的最小距離（氣缸方向）、氣門(mén)軸線與氣缸中心線夾角、氣門(mén)間隙、熱膨脹量等，對(duì)于VVT，考慮了其實(shí)際工作極限角度，即排氣最滯后，進(jìn)氣最提前，并計(jì)入了VVT公差，并考慮了正時(shí)鏈條傳遞精度、鏈條磨損造成的滯后等。從檢查結(jié)果來(lái)看，活塞與進(jìn)氣門(mén)之間的最小間隙滿足>l.Omm的設(shè)計(jì)要求。

2.2.4溫度原因排查

氣門(mén)的工作條件惡劣，進(jìn)氣門(mén)的工作溫度口可達(dá)300～400℃ ，排氣門(mén)工作溫度可達(dá)700～900℃ 。進(jìn)氣門(mén)主要受反復(fù)沖擊的機(jī)械負(fù)荷，排氣門(mén)除受反復(fù)沖擊的機(jī)械負(fù)荷外，還受高溫氧化性氣體的腐蝕以及熱應(yīng)力（即氣門(mén)盤(pán)部囚溫度梯度產(chǎn)生的應(yīng)力）、錐而熱脹應(yīng)力（即氣門(mén)的堆焊材料與基體材料膨脹系數(shù)小同產(chǎn)生的附加應(yīng)力）、和燃燒時(shí)氣體壓力等共同作用。氣門(mén)的疲勞斷裂主要是受到高頻率的張壓交變壓應(yīng)力，沖擊交變應(yīng)力、彎曲、冷熱、及燃?xì)飧g的單一或綜合作用造成的。通過(guò)檢查前期仿真結(jié)果，確認(rèn)氣門(mén)及座圈溫度滿足沒(méi)計(jì)要求，并有較大余量。

2.2.5氣門(mén)彈簧設(shè)計(jì)排查

從受力分析的角度看，在正常受力情況下，彈簧內(nèi)側(cè)所受應(yīng)力最大，斷裂的起源一般應(yīng)在彈簧內(nèi)側(cè)表面。一般壓縮彈簧在第l～4圈處承受的扭轉(zhuǎn)和彎曲應(yīng)力最大，易在第2～4個(gè)有效圈處發(fā)生斷裂失效。這是因?yàn)榇颂帍椈韶枋紫瘸惺軟_擊載荷，但不能迅速而又有效地將載荷傳遞給其它圈彈簧，所吸收的沖擊能量最大，同時(shí)這幾罔比其它各圈的壓縮量更大，且易形成并圈之間的擠壓^[3]。檢查氣門(mén)彈簧力與剛度，如圖10所示：

供應(yīng)商提供的氣門(mén)彈簧力滿足設(shè)計(jì)需求，但是氣門(mén)彈簧剛度與設(shè)計(jì)需求相差較多，主要表現(xiàn)在非線性度為2～3%，沒(méi)有達(dá)到設(shè)計(jì)要求，氣門(mén)彈簧頻率不能滿足大于8～10倍凸輪軸轉(zhuǎn)速的頻率要求，從而導(dǎo)致彈簧工作時(shí)發(fā)生共振的可能性較大。

另外，由于該發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)氣凸輪型線設(shè)計(jì)較為激進(jìn)，如圖11，凸輪型線正加速度脈沖寬度很小，加速度幅值比較大，因此閥系的激勵(lì)頻率較高，在額定轉(zhuǎn)速和超速工況發(fā)十共振的可能性比較大。

3問(wèn)題的解決

建立單閥系動(dòng)力學(xué)仿真模型如圖12所示，模型中所有原件都只有一個(gè)自由度-即氣門(mén)升程方向，主要考慮旋轉(zhuǎn)及往復(fù)慣性力，不考慮重力的影響。主要零件包括氣門(mén)、鎖夾、氣門(mén)彈簧上進(jìn)排氣道壓力。氣門(mén)與挺柱的剛度使用有限元方法進(jìn)行計(jì)算，軸承的支撐剛度與阻尼、閥座剛度等使用經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行估算。輸出結(jié)果包括各單元的各動(dòng)力學(xué)分量，氣門(mén)開(kāi)啟和關(guān)閉時(shí)的動(dòng)力學(xué)特性，氣門(mén)的落座和反跳，氣門(mén)與從動(dòng)件的接觸與脫離情況等，閥系零件對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)機(jī)體的激振力等等。

3.1氣門(mén)彈簧剛度非線性度

氣門(mén)彈簧的設(shè)計(jì)應(yīng)滿足氣門(mén)機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)計(jì)算所決定的氣門(mén)運(yùn)動(dòng)規(guī)律，主要指氣門(mén)運(yùn)動(dòng)的正負(fù)加速度過(guò)渡部分及負(fù)加速度部分。在氣門(mén)開(kāi)啟時(shí)，為了保證氣門(mén)驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)不發(fā)生飛脫，始終受凸輪軸控制，氣門(mén)彈簧力應(yīng)能克服氣門(mén)機(jī)構(gòu)因負(fù)加速度和機(jī)構(gòu)振動(dòng)引起的慣性力，及氣門(mén)彈簧特性應(yīng)與氣門(mén)加速度曲線匹配良好。為了減少由于共振造成的風(fēng)險(xiǎn)，目前的高性能汽油機(jī)多采用非線性氣門(mén)彈簧。

一般考慮隨氣門(mén)升程變化的非線性特性，非線性剛度表述為：

3.2氣門(mén)彈簧剛度非線性度敏感度分析

為了研究氣門(mén)彈簧非線性度對(duì)氣門(mén)彈簧動(dòng)態(tài)特性的影響，設(shè)置了四組不同的非線性度，比較氣門(mén)彈簧活動(dòng)圈的受力與位移情況。表l為氣門(mén)彈簧非線性度與非線性系數(shù)之間的關(guān)系。

氣門(mén)彈簧活動(dòng)圈受力如圖14所示，從圖中可以看出，在5500rpm～6000rpm時(shí)，氣門(mén)彈簧振動(dòng)較大，尤其是在6000rpm。氣門(mén)彈簧非線性度約在6%左右時(shí)，氣門(mén)彈簧的振動(dòng)要好于其他情況。

3.3氣門(mén)彈簧優(yōu)化結(jié)果

由于發(fā)動(dòng)機(jī)的開(kāi)發(fā)已經(jīng)到了試驗(yàn)開(kāi)發(fā)階段，凸輪型線及氣門(mén)、挺柱等零件已無(wú)法做出較大的改變，故通過(guò)優(yōu)化氣門(mén)彈簧參數(shù)，改變氣門(mén)彈簧非線性度以提高彈簧的共振頻率。對(duì)氣門(mén)彈簧的剛度進(jìn)行重新設(shè)計(jì)，調(diào)整安裝高度與氣門(mén)全開(kāi)高度的剛度，最終氣門(mén)彈簧非線性度約6.3%，校核剪切應(yīng)力及彈簧自振頻率，均滿足設(shè)計(jì)要求。

經(jīng)閥系動(dòng)力學(xué)校核，氣門(mén)彈簧重新設(shè)汁后，短時(shí)超速轉(zhuǎn)速下沒(méi)有發(fā)生氣門(mén)飛脫、反跳等，凸輪挺柱間接觸應(yīng)力、氣門(mén)落座速度、氣門(mén)活塞問(wèn)最小距離等均滿足設(shè)計(jì)要求，如圖16所示。閥系共振轉(zhuǎn)速提高到6500rpm，避免了在使用工況下振幅過(guò)大導(dǎo)致閥系零件失效，改善后的氣門(mén)彈簧力如圖17所示，可以看到5500rpm與6000rpm下基本沒(méi)有出現(xiàn)氣門(mén)彈簧并圈，氣門(mén)彈簧力的振幅也明顯小于改善前。新設(shè)計(jì)的氣門(mén)彈簧最終通過(guò)了發(fā)動(dòng)機(jī)耐久性試驗(yàn)。

4.結(jié)論

1）根據(jù)閥系零件的失效情況進(jìn)行了故障樹(shù)分析，排除了氣門(mén)落座沖擊載荷、氣門(mén)活塞干涉、溫度過(guò)高、零件加工精度及材料缺陷等原因，明確』，閥系零件失效的原因在于氣門(mén)彈簧的非線性度不滿足設(shè)計(jì)需求，導(dǎo)致彈簧疲勞失效。

2）通過(guò)閥系動(dòng)力學(xué)仿真分析，對(duì)氣門(mén)彈簧的非線性度敏感度進(jìn)行了研究，找出了合適的非線性度值并對(duì)氣門(mén)彈簧設(shè)計(jì)進(jìn)行了優(yōu)化，最終更改后的設(shè)計(jì)通過(guò)了發(fā)動(dòng)機(jī)可靠性試驗(yàn)驗(yàn)證。

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